仿古建筑雙枋-柱組合件耗能能力研究

董金爽，公衍茹，薛建陽(yáng)，翟 磊，黃 斌

（1. 海南大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，海南 ?？冢?70228；2. 西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，陜西 西安 710055）

仿古建筑作為中國(guó)傳統(tǒng)建筑文化與現(xiàn)代建筑材料相結(jié)合的一種新型建筑形式，因其對(duì)傳統(tǒng)建筑風(fēng)格與地域建筑特色具有的良好表現(xiàn)力，是華夏建筑文化在當(dāng)前社會(huì)中的探索與創(chuàng)新［1-2］，如圖1a 所示. 當(dāng)前大型仿古建筑多為殿堂式，其外圍檐柱常為雙枋-柱形式［3］，即同時(shí)存在闌額及由額，如圖1b 示.

圖1 -柱組合件

因形制特點(diǎn)，仿古建筑中柱構(gòu)件多為變截面，上柱截面尺寸小于下柱，如圖2 示. 節(jié)點(diǎn)作為結(jié)構(gòu)傳力樞紐，在軸力、剪力、彎矩甚至扭矩的共同作用下處于多軸復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài). 歷次震害表明，仿古建筑節(jié)點(diǎn)是結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)的薄弱環(huán)節(jié). 如圖3所示，9·21南投地震中武昌宮梁柱節(jié)點(diǎn)發(fā)生壓潰破壞；謝啟芳等［4］進(jìn)行的雙枋-柱節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)表明：仿古建筑雙枋-柱節(jié)點(diǎn)部位抗震性能難以滿足現(xiàn)行規(guī)范的相關(guān)要求. 目前，對(duì)仿古建筑力學(xué)性能的研究尚未完全展開(kāi). 薛建陽(yáng)等［5-8］、吳占景等［9］、陶倍林等［10］、張?zhí)m香等［11］、李衛(wèi)俊等［12］均開(kāi)展了仿古建筑相關(guān)的試驗(yàn)、理論及施工工藝研究，取得了一定研究成果.

圖2 雙枋組合件域示意圖

圖3 武昌宮震害圖

因此，設(shè)計(jì)3個(gè)仿古建筑雙枋-柱組合件試件，上柱采用方鋼管-混凝土組合結(jié)構(gòu)，并在由額處附設(shè)黏滯阻尼器，施加快速往復(fù)正弦波荷載，對(duì)其滯回特性及耗能能力進(jìn)行研究.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)設(shè)計(jì)3個(gè)仿古建雙枋-柱組合件試件，其縮尺比依據(jù)《營(yíng)造法式》中古木結(jié)構(gòu)材份制規(guī)定，并結(jié)合舟山佛學(xué)院實(shí)際工程所確定為1∶2.6. 其中2個(gè)為附設(shè)黏滯阻尼器的仿古建筑組合件試件，編號(hào)分別為ZD-2和ZD-3，未附設(shè)阻尼器的試件作為對(duì)比試件，編號(hào)為ZD-1. 各試件構(gòu)造形式及配筋如圖4所示.試件設(shè)計(jì)軸壓比為0.25，商品混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40，配合比如表1 示，測(cè)得與澆筑試件時(shí)同批次混凝土立方體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值fcu，k=45.6 MPa. 方鋼管截面尺寸為160 mm×160 mm，采用Q235B，厚度為5.5 mm.各試件中闌額及由額為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，上柱為方鋼管混凝土結(jié)構(gòu)，下柱為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，上柱方鋼管伸入下柱的長(zhǎng)度及方鋼管上栓釘錨固要求根據(jù)規(guī)范及數(shù)值模擬分析確定，試件配筋構(gòu)造如表2 示. 鋼材力學(xué)性能如表3示.

表1 混凝土配合比 單位：kg·m-3

表2 試件設(shè)計(jì)參數(shù)

表3 鋼材材性指標(biāo)

圖4 試件詳細(xì)尺寸及具體構(gòu)造示意圖

1.2 黏滯阻尼器選型及安裝選用的黏滯阻尼器設(shè)計(jì)參數(shù)如表4 所示. 黏滯阻尼器與試件連接基本設(shè)計(jì)尺寸參數(shù)如表5及圖5. 其中試件ZD-2安裝阻尼器CX-1，試件ZD-3安裝阻尼器CX-2.

圖5 阻尼器連接設(shè)計(jì)尺寸

表4 試驗(yàn)用黏滯阻尼器基本參數(shù)指標(biāo)

表5 黏滯阻尼器與試件連接基本設(shè)計(jì)尺寸參數(shù)

1.3 加載制度試驗(yàn)時(shí)采用如圖6加載裝置. 加載時(shí)，各組合件由額兩端與地面通過(guò)高強(qiáng)螺栓及定向鉸支座相連，上下之間安置雙枋連接器（專利號(hào)：ZL 201620201513.3）. 其工作原理：通過(guò)在上額枋與下額枋之間設(shè)置上下2個(gè)對(duì)稱的連接件，連接件中間通過(guò)設(shè)置滾軸，同時(shí)在滾軸所能達(dá)到的最遠(yuǎn)邊緣處左右位置各設(shè)置一個(gè)限位角鋼，確保上額枋與下額枋之間不產(chǎn)生彎矩和剪力，只是傳遞豎向力，且上下梁之間保持一定的豎向距離，如圖7示. 試件底部采用球鉸裝置以保持試件沿加載方向自由轉(zhuǎn)動(dòng).

圖6 阻尼器連接設(shè)計(jì)尺寸

圖7 雙梁連接器示意圖

試驗(yàn)加載流程：1）軸壓荷載由柱頂油壓千斤頂施加；2）水平往復(fù)荷載由MTS 電液伺服系統(tǒng)施加. 試驗(yàn)加載工況如表6所示. 荷載形式為正弦波，每工況下反復(fù)加卸載10次，加載制度如圖8示.

表6 試驗(yàn)加載工況主要加載參數(shù)

圖8 加載制度示意圖

定義試驗(yàn)結(jié)束為試件超過(guò)峰值荷載后，承載力低于最大承載力的85%，亦或試件軸向荷載不能穩(wěn)定保持.

1.4 量測(cè)方案試驗(yàn)量測(cè)內(nèi)容主要包括：1）節(jié)點(diǎn)域混凝土開(kāi)裂及裂縫發(fā)展等破壞情況；2）節(jié)點(diǎn)域所布置箍筋應(yīng)變發(fā)展；3）試件恢復(fù)力曲線. 試件節(jié)點(diǎn)核心域數(shù)據(jù)采集點(diǎn)如圖9所示. 應(yīng)變片1～2分別粘貼于上下核心域箍筋上，3～8粘貼于縱筋上.

圖9 雙枋-柱節(jié)點(diǎn)核心域應(yīng)變片布置示意圖

2 試驗(yàn)結(jié)果及其分析

2.1 試驗(yàn)加載過(guò)程對(duì)各試件加載全過(guò)程進(jìn)行分析，可將其劃分為4個(gè)階段.

開(kāi)裂階段：控制位移較小，各試件位移角（以試件水平位移與試件總高的比值）較低，荷載-位移曲線基本呈線性. 加載至工況2時(shí)（控制位移8 mm），位移角為1/335，上額枋底部接近枋-柱連接處位置有豎向裂縫. 定義試件出現(xiàn)第一條可見(jiàn)裂縫時(shí)的荷載為開(kāi)裂荷載，分析試驗(yàn)數(shù)據(jù)可知，未設(shè)置阻尼器組合件開(kāi)裂荷載約為16.6 kN，設(shè)置阻尼器組合件開(kāi)裂荷載，ZD-2、ZD-3 分別為17.8 kN 和18.2 kN，表明設(shè)置阻尼器對(duì)雙枋-柱試件開(kāi)裂性能影響較小.

屈服階段：該階段是指試件開(kāi)裂后至試件荷載-位移滯回曲線出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)的受力過(guò)程. 隨水平位移不斷增大，裂縫數(shù)量逐漸增多，寬度逐漸增大. 總體上，附設(shè)阻尼器的仿古建筑雙枋-柱組合件荷載-位移曲線出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)遲于對(duì)比試件，且拐點(diǎn)時(shí)的荷載明顯高于對(duì)比試件.

極限階段：該階段是指試件屈服后直至試件水平峰值荷載點(diǎn)的受力過(guò)程. 隨水平位移不斷增大，各試件均出現(xiàn)不同程度的混凝土剝落，裂縫延伸增寬等現(xiàn)象. 各組合件滯回曲線滯回環(huán)呈飽滿狀態(tài)，但同控制位移下隨著循環(huán)次數(shù)的增加，峰值荷載逐漸降低，且荷載與位移非線性特性更為顯著，表明試件已有顯著的剛度退化和承載力衰減. 試件混凝土剝落如圖10c和d所示.

圖10 試件破壞過(guò)程

破壞階段：各試件在超過(guò)最大承載力后，均有不同程度的承載力降低，且存在較大的塑性變形. 對(duì)比發(fā)現(xiàn)，附設(shè)阻尼器試件的試件下降段較平緩，說(shuō)明試件破壞后試件仍具有一定的耗能能力.

2.2 滯回曲線及骨架曲線整理試驗(yàn)數(shù)據(jù)得到各試件荷載-位移滯回曲線，并對(duì)滯回曲線進(jìn)行處理得到各試件骨架曲線，如圖11所示.

由圖11可知：

1）小控制位移時(shí)，各試件加卸載曲線基本重合，荷載與位移滿足正比例關(guān)系；控制位移逐漸增大后，加卸載曲線逐漸分離，包絡(luò)曲線的面積逐漸增大，試件荷載逐漸提升，但卸載后殘余變形也逐漸加大，試件因耗能而產(chǎn)生彈塑性變形.

2）與對(duì)比試件相比，附設(shè)阻尼器后試件滯回環(huán)更飽滿，面積更大，表明附設(shè)阻尼器可提升仿古建筑組合件的耗能能力. 控制位移不變時(shí)，不同循環(huán)加卸載形成的包絡(luò)曲線面積不同，循環(huán)次數(shù)增加，形成的包絡(luò)面積逐漸越小，即試件累積損傷逐漸增加.

3）附設(shè)阻尼器試件的滯回曲線為較飽滿的梭形，其飽滿程度及包絡(luò)曲線的面積均高于同控制位移下的對(duì)比試件，說(shuō)明設(shè)置黏滯阻尼器對(duì)仿古建筑雙枋-柱組合件的耗能能力及延性具有顯著的提升.

4）對(duì)比圖11d各試件骨架曲線可知，骨架曲線基本呈基于原點(diǎn)對(duì)稱的S形，整個(gè)曲線可大致劃分為彈性、彈塑性及塑性3個(gè)性質(zhì)不同的階段. 是否附設(shè)粘滯阻尼器對(duì)試件彈性剛度影響較小，而對(duì)承載能力有較大影響，這是由于在荷載較小時(shí)，阻尼器基本不發(fā)揮作用；隨著位移的增大，阻尼器開(kāi)始發(fā)揮作用，骨架曲線呈現(xiàn)不同的特點(diǎn)，且超過(guò)峰值點(diǎn)后，設(shè)置阻尼器試件的下降曲線較對(duì)比試件更為平緩，無(wú)荷載陡降.

圖11 試件荷載-位移滯回曲線及骨架曲線

3 耗能能力分析

《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)：GB 50011-2010》規(guī)定：建筑的基本抗震設(shè)防目標(biāo)是“小震不壞、中震可修、大震不倒”，為確保該目標(biāo)的實(shí)現(xiàn)，結(jié)構(gòu)（構(gòu)件）必須具有足夠的延性與耗能能力.

3.1 非彈性能量吸收因子Fμ及延性分析Fμ為延性比μ的函數(shù)，又稱延性因子，是指在地震作用下構(gòu)件進(jìn)入塑性狀態(tài)，吸收一定的能量，從而保持其功能的能力. 美國(guó)電力研究院（EPRI）［13］計(jì)算延性因子時(shí)提供了有效頻率/有效阻尼法，該方法考慮了力-位移滯回環(huán)曲線以及結(jié)構(gòu)進(jìn)入塑性后導(dǎo)致頻率改變的影響因素. 表達(dá)式

其中，ρ=q+1，q=3.00δ-0.30，γ=0.48δ-0.08，μ為結(jié)構(gòu)的延性系數(shù)；δ為結(jié)構(gòu)的阻尼比，對(duì)于鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)取δ=0.03.

取位移延性系數(shù)為各試件破壞點(diǎn)對(duì)應(yīng)的位移與屈服點(diǎn)的位移的比值，屈服點(diǎn)由能量法確定. 各試件特征點(diǎn)的延性因子及位移延性系數(shù)如表7所示. 圖12給出了試件特征點(diǎn)荷載及位移變化趨勢(shì)圖. 對(duì)結(jié)果分析可知：

圖12 試件特征點(diǎn)荷載及位移變化趨勢(shì)圖

表7 試件特征點(diǎn)、延性系數(shù)及延性因子

1）附設(shè)黏滯阻尼器后仿古建筑雙枋-柱組合件試件的屈服荷載及峰值荷載明顯高于對(duì)比試件，分別平均提高38.1%、17.2%. 說(shuō)明附設(shè)阻尼器可較大幅度提升試件抵抗外荷載的能力；附設(shè)黏滯阻尼器試件的屈服位移及峰值位移與對(duì)比試件差別較小，這是由于試驗(yàn)中采用位移控制加載制度，同位移條件下試件的荷載因其參數(shù)不同而產(chǎn)生差異.

2）附設(shè)阻尼器后，仿古建筑雙枋-柱試件的位移延性系數(shù)及延性因子相對(duì)于對(duì)比試件均有不同程度的提升，對(duì)于ZD-2，其延性系數(shù)及延性因子分別提升21.4%和19.3%；對(duì)于ZD-3，其延性系數(shù)及延性因子分別提升20.1%和18.3%. 整體上，延性因子提升幅度小于延性提升幅度，說(shuō)明綜合考慮力-位移滯回環(huán)曲線以及結(jié)構(gòu)進(jìn)入塑性后導(dǎo)致頻率改變影響因素后，更能體現(xiàn)試件抗震性能變化規(guī)律.

3）附設(shè)不同黏滯阻尼器設(shè)計(jì)參數(shù)的雙枋-柱組合件屈服荷載相差15.6%，而峰值荷載平均值相差僅2.4%，黏滯阻尼器最大設(shè)計(jì)荷載CX-1 較CX-2 高37.3%，說(shuō)明黏滯阻尼器最大設(shè)計(jì)荷載不是影響其對(duì)組合件承載能力關(guān)鍵因素. 因此實(shí)際工程中要綜合考慮多因素，如阻尼系數(shù)、阻尼器類型等.

3.2 耗能指標(biāo)分析結(jié)構(gòu)耗能能力采用等效粘滯阻尼系數(shù)he及功比系數(shù)IW［14］表征. 計(jì)算結(jié)果如表8示.分析可知：

表8 試件耗能指標(biāo)

1）附設(shè)黏滯阻尼器后仿古建筑雙枋-柱組合件試件的耗能能力明顯高于對(duì)比試件. 以屈服點(diǎn)及極限點(diǎn)為例，設(shè)置黏滯阻尼器試件的he分別平均提高了30.8%和32.1%，而功比系數(shù)平均提高了18.0%，說(shuō)明通過(guò)在由額處設(shè)置阻尼器是提升仿古建筑耗能能力的一個(gè)有效措施.

在參加薩提亞心理治療模式培訓(xùn)的規(guī)培醫(yī)師中，對(duì)8次課程覺(jué)得非常好占50%以上，沒(méi)有人認(rèn)為不好和差，具體情況詳見(jiàn)（表2）。

2）根據(jù)現(xiàn)有研究結(jié)果，鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)功比系數(shù)分別約為10［15-16］. 通過(guò)采用鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)形式的仿古建筑組合件的功比系數(shù)較鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)有顯著提升，有效地提升了仿古建筑的抗震性能，且設(shè)置阻尼器后其功比系數(shù)提升幅度更高，表明通過(guò)在上柱采用鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)及附設(shè)黏滯阻尼器可顯著提升仿古建筑耗能能力，為其在實(shí)際工程中的應(yīng)用提供了理論基礎(chǔ).

3.3 能量及剛度退化分析采用能量退化及剛度退化對(duì)仿古建筑雙枋-柱組合件耗能能力進(jìn)行表征.定義能量退化系數(shù)為同級(jí)控制位移下不同循環(huán)時(shí)包絡(luò)曲線面積的比值，剛度退化采用不同控制位移下第一次循環(huán)時(shí)形成的滯回曲線最大荷載及其對(duì)應(yīng)的位移的比值，取正負(fù)向計(jì)算結(jié)果的平均值.

各試件在不同加載位移條件下的能量曲線ηi-Δ/Δy及剛度退化曲線Ki-Δ/Δy如圖13所示.

圖13 各試件剛度退化及能量曲線

分析圖13可知：

1）各試件剛度退化整體上呈先快后慢，這是由于開(kāi)始加載后試件逐漸出現(xiàn)一系列的裂縫，試件剛度及強(qiáng)度逐漸退化，變化較為明顯；加載后期，試件彈塑性及塑性變形較大，損傷累積嚴(yán)重，剛度退化不明顯；附設(shè)阻尼器組合件剛度退化加載后期更平緩，說(shuō)明附設(shè)阻尼器能提高試件的割線剛度，使試件表現(xiàn)出良好抗震性能.

2）各試件能量退化曲線整體上呈增大趨勢(shì)，先快后慢，最后趨于平穩(wěn). 各試件能量退化曲線基本平行，說(shuō)明退化趨勢(shì)基本一致. 能量退化曲線之所以呈逐漸增大，這是由于開(kāi)始加載時(shí)試件變形主要為彈性可恢復(fù)變形，耗能能力較低，包絡(luò)曲線形成的面積較??；隨著控制位移的不斷增大，包絡(luò)曲線形成的面積逐漸增加，試件變形主要為不可恢復(fù)的彈塑性變形及塑性變形，耗能能力顯著提升，試件性能得以充分發(fā)揮，滯回曲線包圍面積逐漸增大，達(dá)到最大面積后開(kāi)始減小，而此時(shí)試件基本達(dá)到其極限狀態(tài).

3.4 耗能系數(shù)耗能系數(shù)可用能效指數(shù)ξ、單位能效系數(shù)表示. 能效指數(shù)是指試件屈服后能量耗能能力Ey與結(jié)構(gòu)的能量耗能能力Et比值. 其中ΣEi為試件屈服后第i次加載循環(huán)之前結(jié)構(gòu)累積耗散的能量，可取滯回環(huán)包圍的面積，Et為結(jié)構(gòu)破壞時(shí)對(duì)應(yīng)的功比系數(shù)與5倍的結(jié)構(gòu)彈性應(yīng)變能的乘積，即Et=2.5IwPyΔy.

單位能效系數(shù)包括單位位移能效系數(shù)（λΔ=Et/Δm）、單位荷載能效系數(shù)（λP=Et/Pm），其中Δm，Pm分別為試件峰值位移、峰值荷載. 各試件耗能系數(shù)如表9所示.

表9 各試件耗能系數(shù)

分別定義對(duì)比試件的λΔ，λP值為基準(zhǔn)值，附設(shè)阻尼器組合件試件的λΔ，λP與對(duì)比試件對(duì)應(yīng)值的比值作為縱軸，如圖14所示.

由圖14 可知，附設(shè)黏滯阻尼器后仿古建筑雙枋-柱組合件耗能系數(shù)均高于對(duì)比試件. 相對(duì)于對(duì)比試件，附設(shè)黏滯阻尼器后仿古建筑雙枋-柱組合件試件的能效指數(shù)分別提升了15.5%和26.8%；單位位移能效系數(shù)分別提升了42.0%和36.1%；單位荷載能效系數(shù)37.5%和39.3%，說(shuō)明附設(shè)阻尼器可較大幅度提升試件的耗能能力. 究其原因是附設(shè)的阻尼器在一定程度上消耗外荷載作用在結(jié)構(gòu)或構(gòu)件上的能量，直觀上表現(xiàn)為試件承載能力提升，延性增加.

圖14 各試件耗能系數(shù)

4 小 結(jié)

1）各試件的破壞模式主要為彎剪型破壞形式；附設(shè)黏滯阻尼器后仿古建筑雙枋-柱組合件試件滯回曲線飽滿，極限變形較大，極限荷載后下降段較平緩，抗震性能良好.

2）綜合分析了仿古建筑雙枋-柱組合件試件的耗能能力，附設(shè)黏滯阻尼器后仿古建筑雙枋-柱組合件試件等效粘滯阻尼系數(shù)、功比系數(shù)及耗能系數(shù)均明顯高于對(duì)比試件；且其剛度退化呈先快后慢的趨勢(shì)，加載后期趨于平穩(wěn).

3）附設(shè)黏滯阻尼器后仿古建筑雙枋-柱組合件試件的位移延性系數(shù)大于對(duì)比試件，但其位移延性系數(shù)相差較小，不能單純依靠增大阻尼器的設(shè)計(jì)荷載來(lái)提升試件的延性.

4）黏滯阻尼器對(duì)仿古建筑抗震性能的影響受其參數(shù)影響，實(shí)際工程中應(yīng)根據(jù)結(jié)構(gòu)特點(diǎn)選擇合理適用的阻尼器參數(shù)，確保結(jié)構(gòu)抗震性能得到最大程度提升.